強震區某瀝青混凝土面板堆石高壩抗震安全性分析

王 輝, 岑威鈞, 王棟良, 唐 杰

(1.河海大學 水利水電學院, 江蘇 南京 210098; 2.中國電建集團華東勘測設計研究院有限公司, 浙江 杭州 311122)

1 研究背景

抽水蓄能電站為電力系統提供了低碳清潔而又運行靈活的能源,目前我國已建和在建的抽蓄工程超過80座[1-2]。其中,瀝青混凝土面板憑借適應變形能力強、防滲效果好、施工速度快、便于維修等優點,近年來在抽蓄工程水庫中得到了較為廣泛的應用[3],瀝青混凝土面板堆石壩已成為工程建設中的優選壩型之一。對于壩高100 m以上的高瀝青混凝土面板堆石壩,目前仍有不少關鍵技術問題有待解決,比如寒區面板適應性[4]、庫底回填區設計標準、壩體分區[5]等,尤其在我國西部強震區,大壩在服役期間遭遇極端地震威脅的可能性大,大壩運行期的抗震安全性成為設計研究的重點之一[6-7]。為此,不少學者開展了相關研究。趙劍明等[8]從穩定、變形、面板防滲體系安全等角度對250 m級高混凝土面板堆石壩的抗震安全評價標準與極限抗震能力進行了研究,為高瀝青混凝土面板堆石壩的抗震安全性分析和評價提供了一定的參考。宋文晶等[9]對張河灣抽蓄電站上庫瀝青混凝土面板壩進行了計算分析,結果表明不同剖面面板轉折處均出現拉應變,瀝青混凝土隨時間發生的流變與瞬時變形相比可以忽略。韓艷等[10]依托西龍池下庫瀝青混凝土面板防滲工程,從多方面分析了防滲面板的質量控制工作,并強調了特殊部位施工的質量控制。方火浪等[11]基于地形、地質及填筑條件對日本最大規模的全庫盆鋪設瀝青混凝土面板水庫進行了三維有限元動力分析,并根據面板的材料特性及構造特點提出了二級抗震設防的極限狀態設計法。顧長存等[12]通過對宜興抽水蓄能電站上庫瀝青混凝土面板壩進行變形和穩定計算,驗證了方案的可行性。鄒德高等[13]對某抽水蓄能電站上庫瀝青混凝土面板壩典型斷面進行了二維動力計算,分析了震后大壩的變形規律及模式,并對其極限抗震能力進行了探討。總的來說,目前對于瀝青混凝土面板堆石壩的研究主要集中于壩高100 m以下的工程,對于100 m以上尤其是位于強震區的此類壩型的研究還滯后于抽水蓄能電站工程實踐,需進一步深入分析,因此開展強震區修建此類高壩的安全性研究具有重要的工程意義[14]。

我國西南地區某抽水蓄能電站樞紐建筑物主要由上水庫、下水庫、輸水發電系統、開關站等組成,工程場址區地震基本烈度為Ⅶ度,設計烈度為Ⅷ度。100年超越概率2%和100年超越概率1%的水平向地震加速度時程曲線的峰值分別為3.96和4.84 m/s2。上水庫大壩為瀝青混凝土面板堆石壩,最大壩高161.00 m,壩頂高程為3 786.00 m,壩頂寬度為12.00 m,正常蓄水位為3 780.00 m,死水位為3 747.00 m。大壩填筑材料從上游至下游主要分為墊層、過渡層、上游堆石區、下游堆石區以及壩后壓坡體,全庫盆采用瀝青混凝土面板防滲,庫底面板與壩體面板以反弧段連接,面板厚0.10 m。本文基于二次開發的ADINA(automatic dynamic incremental nonlinear analysis)軟件,對大壩開展了三維靜、動力有限元分析,從靜力應力變形和地震反應角度論證該電站樞紐高壩建設的可行性,為類似工程的設計施工提供參考。

2 計算模型及計算條件

2.1 有限元模型與分期加載模擬

根據工程壩址區地形地質條件和大壩結構設計,選擇適宜的計算域并進行網格剖分。有限元網格以八節點六面體單元為主,節點數為35 986個,單元數為34 104個,其中瀝青混凝土面板單元數為1 283個。圖1為上水庫瀝青混凝土面板堆石壩三維有限元模型網格劃分。

圖1 上水庫瀝青混凝土面板堆石壩三維有限元模型及網格劃分

為了確保計算精度,本次計算詳細模擬了大壩填筑及蓄水過程,其中第1～34級模擬壩體與下游壓坡體填筑至3 706.00 m高程,第35～47級模擬大壩繼續填筑至壩頂,第48級模擬面板澆筑,第49～58級模擬分期蓄水至正常蓄水位。

2.2 靜力和動力計算參數

大壩靜力計算采用鄧肯-張E-B模型(Duncan-Chang E-B model),動力計算采用等效非線性黏彈性模型,地震永久變形采用沈珠江永久變形模型[15-16]。筑壩料和瀝青混凝土的靜、動力參數均采用室內大型三軸試驗成果,分別見表1、2。表1中φ0、Δφ、c、K、n、Rf、Kb和m為鄧肯-張E-B模型的計算參數;表2中K2、λ和n為Hardin-Drnevich黏彈性模型的計算參數,c1、c2、c3、c4和c5為沈珠江永久變形模型的計算參數。

表1 筑壩料和瀝青混凝土鄧肯-張E-B模型計算參數

表2 筑壩料和瀝青混凝土動力計算參數

2.3 地震動輸入

壩址場地抗震設防烈度為Ⅷ度,100年超越概率2%的地震動峰值加速度為0.396 g,其設計規準反應譜參數為βm=2.6,T0=0.04,T1=0.10,Tg=0.50,C=0.9。根據上述加速度峰值及反應譜參數(見圖2),人工合成了3條地震加速度時程曲線。考慮到本工程位于近場斷裂地震帶區域,按照《水電工程水工建筑物抗震設計規范》,計算時豎向加速度與水平向加速度峰值一致。

圖2 壩址區100年超越概率2%地震基巖時程加速度反應譜

3 大壩靜力變形特性

3.1 壩體變形

圖3為蓄水期壩體典型斷面變形分布云圖;圖4為蓄水期相對竣工期的變形增量分布云圖。其中,順溝谷向水平位移以向下游為正,沉降以向上為正。

圖3 蓄水期壩體典型斷面變形分布云圖

圖4 蓄水期相對竣工期壩體變形增量分布云圖

由圖3、4可知,由于壩軸線上游側(回填區)建基面向下游傾斜,使得竣工期和蓄水期壩體順溝谷向水平位移都基本指向下游,只在壩體下游側形成一個位移峰值區,這與一般面板壩水平位移分別指向上、下游方向并形成兩個峰值區的情況有所不同[17]。壩體沉降極值發生于壩軸線附近可壓縮土層的中部。蓄水期在水壓力作用下壩體順溝谷向水平位移和沉降量極值均有所增大,模型計算得出指向下游的水平位移極值從竣工期的59.68 cm增大至62.64 cm、沉降極值從150.24 cm增大至151.85 cm,但分布規律基本不變。

由于水壓力沿重力方向逐漸增大,蓄水后庫底及反弧段處所受水壓力相對較大,而在反弧段處水壓力作用方向呈弧形展開,故蓄水期相對竣工期的水平位移增量極值發生于反弧段附近,水平位移增量極值為15.20 cm;沉降量增量極值發生于靠近反弧段的庫底,該處水壓力大且可壓縮土層較厚,沉降量增量極值為30.62 cm。

3.2 蓄水期面板變形和應變

模型計算結果表明,在水壓力的作用下,蓄水期面板變形和應變均增大。由于面板與其底部回填的變形具有連續性,其變形極值與蓄水期相對竣工期壩體變形增量極值出現的位置(圖4)基本一致,面板向下游方向水平位移極值出現于反弧段處,極值為16.89 cm;沉降量極值的增加相較水平位移更為顯著,導致撓度極值出現于反弧段附近的庫底而非反弧段處,極值為33.43 cm。

考慮到面板應變計算值受計算參數的影響較面板應力小,故通常以極限拉應變作為面板安全的設計控制指標[18],工程界一般以0.50%作為瀝青混凝土的拉應變控制值。本工程采用改性瀝青混凝土,具有更大的破壞應變,允許拉應變可以達到1.00%[19]。計算表明蓄水期瀝青混凝土面板的大主應變主要為壓應變,極值為0.76%;在反弧段由于水壓力作用方向呈弧形展開,面板產生向兩側的拉伸變形,小主應變為拉應變,極值為0.56%,小于改性瀝青混凝土的拉伸應變允許值,故面板可以正常工作。

圖5為蓄水期面板主應變分布云圖;圖6為面板主應變沿特定路徑變化分布圖,其中AB路徑垂直于壩軸線,CD路徑位于面板反弧段處且平行于壩軸線,具體位置見圖1(b)。主應變以壓為正,以拉為負。

圖5 蓄水期面板主應變分布云圖

圖6 面板主應變沿特定路徑分布

由圖5、6可知,面板拉應變在挖填交界處及反弧段處明顯增大,其余部位應變較小且變化幅度不大。一方面,反弧段處面板受水壓力作用產生向兩側的拉伸變形從而形成較大的拉應變,工程上可以通過設置小區料控制變形、局部加厚面板、覆蓋層灌漿等措施進一步減小反弧段處的拉應變;另一方面,工程實踐表明,挖填交界處易產生不均勻變形,其原因主要有兩方面[20-21]:一是原地面與回填料之間的約束阻力小于重力作用順坡面產生的滑動力;二是斜坡上填筑回填料的垂直深度存在差異,其沉降表現出非均勻性。受這種不均勻變形的影響,面板拉應變在挖填交界處顯著增加,因此施工中需要著重注意挖填分界處堆石料的壓實質量。此外,還可以采取提高回填部位石料的質量、在交界面附近減小開挖面的坡度等工程措施予以改善[22]。

綜上,面板C、D兩處附近(見圖1)既位于反弧段處又位于挖填分界處,故而成為整個面板拉應變極值區域,設計施工過程中應予以重點關注。

4 大壩地震動力反應

4.1 壩體動力反應

根據靜力應力場開展大壩非線性動力反應計算,得到的壩體地震加速度三維分布云圖如圖7所示。從圖7可以看出,大壩加速度隨著壩高的增加而增大,壩體最大動力反應加速度發生于最大壩高斷面的壩頂附近。水庫正常蓄水時,在100年2%超越概率地震的作用下,壩體順溝谷向、壩軸向和豎向加速度極值分別為12.31、12.26和12.14 m/s2,相應于輸入的地震動峰值加速度,其放大倍數分別為3.17、3.16和3.13。水平向地震反應加速度和放大倍數均大于豎直向,大壩水平向地震反應相對更為顯著。

圖7 壩體地震加速度三維分布云圖

大壩動位移值隨壩高的增加而增大,分布規律與加速度分布規律相似。水庫正常蓄水時,在100年2%超越概率地震作用下,壩體順溝谷向、壩軸向和豎向動位移極值分別為22.88、21.90和13.76 cm。

圖8為壩體典型斷面永久變形分布云圖。由圖8可知,壩體順溝谷向永久變形表現為向下游的變形,極值為14.88 cm,位于壩頂附近的下游坡面處;壩體壩軸向永久變形整體上表現為向溝谷方向的擠壓,極值位于壩頂處,指向左岸的永久變形極值為6.09 cm,指向右岸的永久變形極值為5.09 cm;壩體豎向永久變形為向下的震陷,極值為30.01 cm,位于壩頂,震陷率為0.19%,在堆石壩正常永久變形量值范圍內[23]。

圖8 壩體典型斷面永久變形分布云圖

整體上,大壩壩頂發生沉降且量值最大,同時壩頂向下游發生偏移,上部整體輪廓向內收縮,瀝青混凝土面板與上游壩坡變形較為協調。

4.2 面板動力反應

地震過程中,瀝青混凝土面板會發生交互變化的動壓應變或動拉應變。計算結果表明,面板動大主應變為壓應變,在面板反弧段處和左岸挖填交界處較大,極值為0.41%;動小主應變為拉應變,在面板反弧段處較大,極值為0.47%,庫底及壩頂處較小。

考慮靜動應變疊加后,面板的大、小主應變分布如圖9所示。圖9表明,大主應變為壓應變,在反弧段及左、右岸挖填分界處較大,其余部位較小,極值為1.02%,發生于面板左岸挖填分界處;小主應變為拉應變,分布規律與大主應變相似,極值為0.85%,同樣發生于面板左岸挖填分界處。受地形條件的影響,右岸面板的大、小主應變極值均小于左岸。

圖9 靜動疊加后面板主應變分布云圖

受壩體永久變形的影響,瀝青混凝土面板的永久變形分布規律與壩體變形相適應,遵循隨著壩高增加而逐漸增大的規律。面板的順溝谷向和豎向永久變形極值分別為14.54和29.96 cm,兩個方向的極值均位于最大壩高壩體斷面附近的壩頂處;面板的壩軸向永久變形表現為向溝谷方向的擠壓,指向左岸和右岸的永久變形極值分別為6.09和5.09 cm,極值均位于壩頂處且分布于最大壩高壩體斷面的左、右兩側。

5 結 論

本文對強震區某瀝青混凝土面板高壩開展了三維靜動力有限元計算,從壩體和面板的靜力變形和動力反應等方面進行模型計算分析,得出如下結論:

(1)壩體順溝谷向水平位移基本指向下游,蓄水期水平位移和沉降極值分別為62.64和151.85 cm,整體變形符合一般規律;面板反弧段和挖填交界處為拉應變峰值區域,蓄水期面板拉應變極值為0.56%,在改性瀝青混凝土的設計控制范圍之內,滿足面板安全運行要求。

(2)大壩動力反應隨著壩高的增加而增大,壩頂附近鞭梢效應顯著。Ⅷ度設防地震作用下,壩體順溝谷向、壩軸向和豎向動位移極值分別為22.88、21.90和13.76 cm,動加速度極值分別為12.31、12.26和12.14 m/s2,震后豎向永久變形極值為30.01 cm,震陷率為0.19%,大壩抗震安全性高。

(3)地震過程中反弧段和左岸挖填分界處是面板動應變的峰值區,動拉應變極值為0.47%;考慮靜動疊加后,面板反弧段和挖填分界處仍是拉應變的峰值區域,拉應變極值為0.85%,受地形條件的影響,左岸面板的地震反應較右岸顯著。

(4)靜、動力條件下面板拉應變峰值均出現于反弧段和挖填交界處,可以采取在反弧段設置小區料、局部提高回填料質量、減小挖填交界處附近開挖面坡度等工程措施予以改善,且應著重注意挖填分界處尤其是左岸挖填分界部位的堆石料壓實質量。